直升机旋翼厚度噪声研究

噪声设计已成为现代直升机设计的重点。本文从理论上推导了Farassat1A公式,建立了可进行预估直升机旋翼厚度噪声的方法,并对1/4的UH-1直升机旋翼模型和某型机进行了理论计算,研究了桨叶桨尖马赫数、桨叶翼型相对厚度等因素对厚度噪声的影响。     

旋翼桨涡干扰噪声开环桨距主动控制研究

直升机在斜下降飞行时旋翼产生的桨涡干扰(BVI)噪声十分严重,桨距主动控制是降低旋翼BVI噪声的有效手段之一。为摸索其对旋翼BVI噪声的影响规律并阐释其机理,开展了开环桨距主动控制对旋翼BVI噪声的影响研究。建立能够计入开环桨距主动控制的旋翼自由尾迹模型,并结合翼型气动力模型及基于FW-H(Ffowcs Williams-Hawkings)方程的旋翼载荷噪声计算模型,建立旋翼BVI噪声开环主动控制模型。以40%缩比的4桨叶BO-105直升机模型旋翼为算例,在风洞配平状态下开展开环桨距主动控制对旋翼BVI噪声的影响研究。通过分析算例旋翼在不同相位、幅值的桨距主动控制下的BVI噪声声压级、桨盘气动载荷及桨盘迎角分布,总结出开环桨距主动控制影响旋翼BVI噪声的规律,并初步阐释了其机理:适当的桨距主动控制可改善桨盘迎角分布,降低桨涡干扰位置附近的桨叶气动载荷,从而降低BVI噪声。     

高阶谐波控制对旋翼桨-涡干扰载荷和噪声的影响

直升机小速度平飞和斜下降飞行时会产生严重的桨-涡干扰(BVI)噪声。基于修正Beddoes尾迹/桨叶动力学耦合方法和Farassat 1A公式,建立了一个新的能够计入高阶谐波控制(HHC)影响的旋翼桨-涡干扰气动载荷和噪声计算模型。在该模型中,高阶谐波控制引起的桨尖涡附加位移通过对高阶入流进行时间积分推导得出,而单一阶次的谐波输入引起的各阶谐波响应通过传递函数来确定,传递函数则由桨叶的动力学特性计算。首先对HARTⅡ旋翼斜下降飞行状态的桨-涡干扰气动载荷进行了计算模拟,验证了所建立方法的可靠性。然后,着重研究了在典型的三阶谐波桨根激励下,不同输入相位对HARTⅡ旋翼桨-涡干扰气动载荷和噪声特性的影响。结果表明:桨叶的动力学特性尤其是扭转特性对高阶谐波控制效果影响显著,且高阶谐波输入的相位选择对桨-涡干扰噪声的控制至关重要,若控制相位选择不当,反而会增大旋翼噪声。     

应用非均布桨叶设计方法的旋翼降噪技术研究

为降低直升机旋翼噪声水平,本文建立了一种通过改变旋翼噪声辐射方式的降噪方法.运用脉冲近似和傅立叶变换法对非均布桨叶产生的气动噪声进行研究,并采用三角调制改变旋翼桨叶的间距角,从而避免声学能量在单一通过频率上集聚,使其重新分布在一系列不同的通过频率上.文中给出了分析桨叶非均布噪声特性的方法,分别对3片、4片、5片及6片桨叶构型产生的相对声压幅值和相对声压级进行了计算和分析,并绘出了相关的频谱图.通过分析,得到一些有意义的结论.     

基于IBC方法的旋翼BVI噪声主动控制机理

为揭示单片桨叶控制(IBC)主动控制技术抑制旋翼桨-涡干扰(BVI)噪声的降噪机理,建立了一套基于CFD/CSD/FW-H_pds方程的综合噪声分析方法。旋翼桨-涡干扰噪声与旋翼桨叶载荷特性、气动变形以及旋翼桨尖涡结构等密切相关,为有效模拟旋翼桨叶的载荷特性及桨尖涡结构,将Navier-Stokes方程作为前飞流场的主控方程,空间离散上采用三阶MUSCL插值格式与通量差分裂Roe格式相结合;时间方向上采用双时间法,使用隐式LU-SGS格式在伪时间方向上进行推进;湍流模型采用对分离流动具有较好捕捉能力的Spalart-Allmaras模型。为提高旋翼桨叶弹性变形运动的模拟精度,建立了基于Hamilton变分原理的CSD模型,并与高精度的CFD求解器结合,发展了适合旋翼桨叶变形及载荷特性模拟的流固耦合分析方法。在CFD/CSD耦合方法分析流场基础上,使用可穿透空间积分面的FW-H_pds方法对旋翼气动噪声特性进行计算。首先,对流场及噪声数值方法进行验证;然后,着重针对UH-60A旋翼的斜下降飞行状态,分别对有/无IBC噪声主动控制条件下的旋翼BVI气动噪声特性进行了模拟,相位角、幅值和频率等不同控制参数的影响对比分析结果表明:IBC主动控制减小了前行侧桨叶表面尤其是桨叶尖部的负压峰值,降低了桨-涡干扰发生位置附近的桨叶气动载荷;同时主动控制后的桨尖涡集中程度变弱,并且增加了桨叶与桨尖涡之间的相遇距离,从而显著降低了桨-涡干扰噪声;选取合理的相位角、幅值和频率等主动控制参数组合,BVI噪声降低可达5~7dB。     

具有特型桨尖旋翼悬停状态气动噪声的初步试验研究

开展悬停状态下的具有CLOR桨尖旋翼气动噪声试验研究.为进行噪声特性对比,共设计完成三副模型旋翼,分别为参考的矩形桨叶、常后掠桨尖的桨叶以及具有CLOR桨尖气动外形的桨叶.在外场环境下,进行这三副模型旋翼在不同转速、不同桨叶安装角条件下及不同观测点上的旋翼气动噪声测量实验,测量包括声压级大小、声压时间历程及声压级频谱等.根据试验结果,对比分析具有CLOR特型桨尖旋翼与矩形桨尖以及常后掠桨尖旋翼的悬停气动噪声特性,并借助于CFD方法,以模拟桨叶上的气动载荷分布特性,得出关于非常规气动外形桨尖对旋翼气动噪声特性的影响规律,并初步体现了CLOR桨尖旋翼具有良好的噪声特性.     

基于瞬态尾迹模型的直升机旋翼旋转噪声计算

针对旋翼噪声时域方式求解的特点,本文在能考虑厚度影响的桨叶升力面气动模型的基础上,建立了一个随时间推进的瞬时自由尾迹模型,在该模型中,为提高桨叶载荷计算的准确性,计入了翼型的非定常气动力影响、桨叶的挥舞运动和旋翼的气动力平衡。利用建立的自由尾迹模型,结合Farassat的时域噪声预测理论,构建了一个旋翼旋转噪声预测方法。利用该方法首先计算了模型旋翼在前飞时的载荷和声压时间历程,通过与试验数据的对比,验证了方法的有效性,然后基于本文建立的噪声预测方法,计算了悬停和前飞状态直升机旋翼的厚度噪声、载荷噪声及总旋转噪声的声压时间历程和频谱特性。     

不同飞行状态下旋翼与大气湍流的干扰噪声

本文简述了一种直升机旋翼与大气湍流相干扰产生的噪声预估方法。这一方法考虑了桨叶上非定常载荷的弦向及展向非紧致性，桨叶－桨叶载荷之间的相关，通过结合大气液流能量谱模型与快速畸变湍流收缩模型来确定旋翼平面处非均匀、各向异性湍流场的特性，使得这种方法可用于直升机在真实飞行状态下的旋翼与湍流场干扰噪声计算，利用文献中模型旋翼试验的结果，验证了本方法的可行性，并计算了某型直升机在六种飞行状态下的流场畸变情况     

基于非结构网格CFD技术的旋翼气动噪声计算方法研究

将基于非结构网格技术的旋翼流场CFD计算方法与基于FW-H和Kirchhoff方程的声学方法相结合,建立了一套既适合于直升机旋翼厚度、载荷和桨-涡干扰噪声,又适合于跨声速高速脉冲噪声的综合计算模型。为提高旋翼流场及桨叶表面气动载荷计算的精度,主控方程的求解采用了三维可压非定常的N-S方程,网格划分则使用非结构运动嵌套网格方法。在噪声计算中,通过FW-H方法计算旋翼的厚度噪声和载荷噪声,并选取能够包含流场非线性区域的旋转面作为Kirchhoff积分面,由Kirchhoff方法计算包含四极子项的高速脉冲噪声。应用该模型,以AH-1旋翼为算例,计算了不同飞行状态下的旋翼气动噪声,并与可得到的试验结果进行比较,验证了方法的有效性。然后,着重对两种声学方法对计算结果的影响进行了对比研究,并分析了旋翼厚度噪声、载荷噪声和四极子噪声的特性。     

基于CFD的直升机旋翼噪声计算

应用CFD技术和气动声学的时域理论,研究直升机旋翼悬停流场及气动噪声.噪声计算以旋翼流动解为基础,采用了气动声学时域理论,文中对该理论进行了推导和说明,并给出了旋翼旋转噪声的预测算例.     

旋翼干扰下的直升机尾桨气动噪声计算研究

针对旋翼干扰下的直升机尾桨气动噪声计算问题,将CFD方法与Farassat 1A(F1A)公式相结合,提出了一种适用于旋翼干扰下的尾桨气动噪声数值计算方法。首先,应用所提出的方法进行了噪声的算例验证,并与参考文献结果进行了对比;然后,着重针对悬停和前飞状态旋翼干扰下的尾桨噪声及气动特性进行了计算分析,并与孤立尾桨状态进行了对比。计算分析结果表明:悬停状态下,旋翼干扰下的尾桨气动噪声水平显著大于孤立尾桨;而在前飞状态,由于旋翼尾迹对尾桨桨盘平面产生更强的气动干扰,这一现象会更加明显;同时,在旋翼干扰作用下,尾桨噪声的主传播方向也会发生明显变化。     

用测量的叶片表面非定常压力预估直升机旋翼桨涡干扰（BVI）噪声

利用最新发展的直升机旋翼气动声学程序计算了某模型旋翼桨涡干扰（ＢＶＩ）噪声,叶片表面非定常压力脉动数据由最新实验获得。计算的声压时间历程和指向性与实验结果符合得非常好     

旋翼转速优化直升机的纵向操纵性与稳定性分析

针对不同旋翼转速、桨叶弹簧刚度、平尾面积对旋翼转速优化(OSR)直升机操纵性、稳定性的影响,建立了飞行动力学模型,该模型以自由尾迹计算旋翼入流,考虑了旋翼尾迹对其他气动部件的干扰,最后利用差分法计算直升机的气动导数及操纵导数矩阵.结果表明:旋翼转速的减小,降低了直升机的操纵性,增加了旋翼的迎角稳定性,但增加桨叶根部弹簧刚度则会提高直升机操纵性,同时也会使得稳定性下降;而旋翼转速优化直升机的无平尾设计虽然降低了直升机的纵向稳定性,使得样例直升机处于飞行品质规范ADS-33E中的第3级水平,由此带来的不稳定模态的振荡发散周期较长,并且取消平尾后提高了直升机的操纵性,通过飞行控制系统完全可以抑制,因此无平尾设计方案对旋翼转速优化直升机而言仍然是可接受的.      

低HSI噪声旋翼桨尖外形优化设计方法

建立了一套基于计算流体力学(CFD)/FW-H_pds方程(Ffowcs Williams-Hawkings equations with penetrable data surface)的气动噪声预估技术和组合优化算法的低噪声旋翼桨尖平面外形设计方法。首先,采用积分形式的可压雷诺平均Navier-Stokes(RANS)方程作为旋翼流场求解控制方程,围绕旋翼流场的网格采用嵌套网格方法生成。在优化过程中,桨叶网格生成采用提出的高效参数化的网格自动生成方法。在建立的CFD方法求解基础上,采用基于可穿透旋转积分面的鲁棒性较好的FW-H_pds方程来求解旋翼高速脉冲(HSI)噪声。然后,以降低旋翼HSI噪声为目标,以旋翼悬停气动性能为约束,提出具备前掠-后掠-尖削等组合特征的桨尖外形方案并进行优化分析。将基于拉丁超立方(LHS)方法和径向基函数(RBF)的代理模型方法耦合到遗传算法过程中,建立了一种高效的组合优化算法。在当前的计算状态下,优化后的桨尖外形的负压峰值相比于矩形桨叶降低了58.4%,优化后的桨叶有效地减弱了旋翼桨尖区域的跨声速"离域化"现象,因此可以降低旋翼HSI噪声特性,同时可以减弱旋翼桨尖涡强度达30%,旋翼悬停性能提高了2%~3%。     

多片后缘小翼对直升机旋翼桨叶动态失速及桨毂振动载荷的控制

 减缓直升机后行桨叶动态失速发生、降低直升机桨毂振动载荷是提高直升机飞行速度、改进直升机飞行性能的重要途径。本文研究了直升机在高速高载情况下利用多片受控的桨叶后缘小翼对直升机的后行桨叶动态失速和桨毂振动载荷同时进行控制的有效方法。建立了弹性桨叶和后缘刚性小翼的结构动力学模型。桨叶剖面气动载荷采用Leishman-Beddoes 二维非定常动态失速模型计算,后缘小翼剖面气动载荷采用Hariharan-Leishman二维亚声速非定常气动模型计算。采用伽辽金和数值积分相结合的方法求解旋翼系统的气弹响应。建立了有效的多片后缘小翼控制策略和控制方法,分析了3片后缘小翼的运动规律及对后行桨叶动态失速和桨毂振动载荷的控制效果,结果表明利用多片小翼的运动是控制桨叶动态失速和桨毂振动载荷的有效方法。     

斜下降旋翼桨涡干扰声源定位及表面压力

旋翼桨-涡干扰（BVI）是直升机在进场和离场等近地飞行时后行桨叶切割前行桨叶脱落桨尖涡产生的气动扰动，该扰动不仅对桨叶表面压力载荷产生激励作用，同时也会引起旋翼噪声出现激增，旋翼噪声激增的主要成分为桨-涡干扰噪声。本文首先对斜下降桨-涡干扰状态桨叶表面载荷进行数值计算；然后分别阐述了基于改进整周期同步平均旋翼噪声去噪方法、基于多层小波包分解的桨-涡干扰声源识别和分离方法以及基于bartlett时延计算和球面插值的声源定位方法，设计并开展了风洞斜下降状态桨-涡干扰桨叶表面压力和声源定位试验，给出了开发的声源定位软件界面、声源定位图像畸变校准方法及声阵列现场校准方法；最后对比分析了不同试验状态的桨-涡干扰噪声声源特性以及和桨叶表面压力之间的关联性，并给出了声源定位及表面压力试验数据分析结果。结果表明典型斜下降状态后行侧桨-涡干扰主要出现在方位角310°~330°、径向位置1.6~1.8 m桨盘平面区域。     

旋翼桨叶气动外形设计

旋翼桨叶气动外形设计的目的主要是使旋翼的气动特性满足直升机的设计和使用要求,本文针对直升机旋翼桨叶气动外形设计中的有关问题,介绍了桨叶气动外形设计的设计方法,设计参数主要包括桨叶的弦长、扭转角、翼型选择和配置以及桨尖形状,并以某型直升机旋翼桨叶为例,介绍了旋翼桨叶气动外形的设计。     

Adaptive Blade Twist – calculations and experimental results

Applying adaptronics to helicopters has a high potential to significantly suppress noise, reduce vibration, and increase the overall aerodynamic efficiency. This paper presents recent investigations on a very promising specific concept described as Adaptive Blade Twist (ABT). This concept allows us to directly control the twist of the helicopter blades by smart adaptive elements. This influences positively the main rotor area which is the primary source for helicopter noise and vibration. Since the interaction of non-stationary helicopter aerodynamics and elastomechanical structural characteristics of the helicopter blades causes flight envelope limitations, vibration and noise, a good comprehension of the aerodynamics is essential for the development of structural solutions to effectively influence the local airflow conditions and finally develop the structural concept. With respect to these considerations, the ABT concept will be presented.This concept is based on the actively controlled tension-torsion-coupling of the structure. For this, an actuator is integrated within a helicopter blade that is made of an anisotropic material based on fiber composites. Driving the actuator results in a local twist of the blade tip in such a way that the blade can be considered as a torsional actuator. Influencing the blade twist distribution finally results in a higher aerodynamic efficiency.The paper starts at giving a review on conventional concepts and potential adaptive solutions for shape control. After, some calculations of the adaptive twist control concept are presented. These are based on a representative model in which the active part of the rotor blade is simplified with a thin-walled rectangular beam, that is structurally equivalent to a model rotor blade of the Bo105 with a scaling factor 2.54. The calculations are performed using an expanded Wlassow theory. The results are valid for static and dynamic conditions. For the dynamic condition excessive deformations near the blade resonance frequency shall be utilised. Therefore, the actuated blade section has to be properly designed for this precondition. This has been demonstrated and verified in experiments, which will not be discussed in this paper.For experimental investigations on the ABT concept the skin of the outer part of the model rotor blade was manufactured of fibre composite material using the above mentioned tension-torsion-coupling effect with an additional uncoupling layer between skin and spar. The experimental results have shown that near to the resonance frequency dynamic forces of 550±550 N are required for a deformation of ± 3 degrees at the blade tip.